新型變剛度滑移支座在網(wǎng)殼中的隔震性能研究

賀擁軍，程雅，周緒紅

（1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410082；2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400044）

大跨空間結(jié)構(gòu)作為公共類建筑的主要形式得到日益廣泛的應(yīng)用，研究并提高其隔震性能具有重要的現(xiàn)實(shí)意義［1］.滑移隔震支座可以將上部結(jié)構(gòu)和下部運(yùn)動(dòng)分離，通過(guò)相對(duì)滑動(dòng)和摩擦耗能有效限制地震能量向上傳遞［2］.針對(duì)其在地震中支座位移過(guò)大和難以自復(fù)位的問(wèn)題，已有許多學(xué)者提出并深入研究了各種具有恢復(fù)機(jī)構(gòu)的隔震支座.1987 年Zayas等［3］提出了摩擦擺支座（FPB）對(duì)滑動(dòng)隔震系統(tǒng)作出改進(jìn)，該支座滑動(dòng)面為圓弧狀，滑動(dòng)過(guò)程中可利用重力復(fù)位.隨后科研人員對(duì)FPB 進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和理論分析證明其有效性［4-6］，薛素鐸等［7］進(jìn)行了應(yīng)用FPB的單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能分析，孔德文等［8］研究了三維地震作用下FPB 參數(shù)對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能影響.由于FPB滑動(dòng)剛度恒定不變，遭受強(qiáng)烈的長(zhǎng)周期地震（如近斷層地震）時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)共振問(wèn)題［9］，各國(guó)研究人員提出了多種類型的變曲率摩擦擺支座，通過(guò)變化的滑動(dòng)面曲率實(shí)現(xiàn)剛度隨位移變化［10-14］.Shaikhzadeh 等［15］對(duì)幾種常見的變曲率支座進(jìn)行數(shù)值模擬，驗(yàn)證了其在近斷層地震下良好的隔震性能.

基于以上研究，本文提出一種變剛度滑移支座（Nonlinear Spring-Friction Bearing，NFB），由摩擦滑移系統(tǒng)和非線性圓錐彈簧組成，相對(duì)于變曲率摩擦擺制造更為簡(jiǎn)單.對(duì)于大跨空間結(jié)構(gòu)，隔震支座通常設(shè)置于屋蓋和下部支承結(jié)構(gòu)之間，允許的支座變形空間有限，NFB 可以在提供良好的隔震效果的同時(shí)減小支座位移峰值和殘余位移.本文對(duì)NFB 的構(gòu)造和理論模型作了詳細(xì)的介紹，建立精細(xì)化實(shí)體模型，通過(guò)數(shù)值模擬分析其滯回性能，最后將NFB 應(yīng)用于單層球面網(wǎng)殼，考察其隔震效果.

1 構(gòu)造和工作原理

變剛度滑移支座（NFB）的構(gòu)造如圖1、圖2 所示.NFB主要由滑動(dòng)摩擦支座和圓錐彈簧復(fù)合組成，其組件分別為：頂板，與上部結(jié)構(gòu)相連；蓋板，上與頂板以螺栓相接，下與滑塊自然接觸，接觸面為球形，可使支座適應(yīng)多向轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；環(huán)形抗拔擋板，焊接于支座側(cè)壁上，并在內(nèi)側(cè)及上下表面設(shè)置防撞層，防撞層由橡膠和鋼板組成；滑塊，傳遞上部結(jié)構(gòu)荷載同時(shí)可在水平方向自由滑動(dòng)；聚四氟乙烯板，內(nèi)嵌在滑塊底面，地震作用下通過(guò)滑動(dòng)摩擦耗能，相比于鋪設(shè)在底板表面，可避免摩擦材料在較大壓力下變形凹陷影響滑動(dòng)的情況；支座側(cè)壁，限制滑塊最大位移；圓錐彈簧，均勻布置在滑塊周圍連接滑塊與支座側(cè)壁，起到復(fù)位作用，同時(shí)由于其構(gòu)造特點(diǎn)，可從自然長(zhǎng)度完全壓平至簧絲厚度，節(jié)省了支座空間，且荷載和變形是非線性的關(guān)系，可防止共振現(xiàn)象發(fā)生，受壓時(shí)剛度隨位移增大而增加，在遭遇高強(qiáng)度或脈沖型地震時(shí)更利于減小支座位移以及防止滑塊對(duì)支座側(cè)壁的過(guò)大沖撞；底板，與下部結(jié)構(gòu)相連.

將NFB應(yīng)用于建筑物中，當(dāng)受到地震作用時(shí)，支座滑塊和底板發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，通過(guò)滑動(dòng)摩擦耗能，同時(shí)彈簧發(fā)生變形提供彈性恢復(fù)力，當(dāng)支座位移超過(guò)線形臨界值后，支座剛度隨位移增大，可以提供更大的恢復(fù)力.

2 理論分析

NFB中滑動(dòng)系統(tǒng)提供的摩擦力Ff可表示為：

式中：μ為滑動(dòng)摩擦系數(shù)；W為作用于滑動(dòng)面的法向荷載；為支座水平滑動(dòng)速度；sgn（）為符號(hào)函數(shù).

圓錐形螺旋彈簧相對(duì)于圓柱形螺旋彈簧，具有較大的穩(wěn)定性，可以通過(guò)適當(dāng)設(shè)計(jì)圓錐彈簧的各項(xiàng)參數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)隔震系統(tǒng)所需的非線性行為.具有均勻節(jié)距的圓錐形彈簧如圖3 所示，當(dāng)（R2-R1）≥N·d時(shí)，彈簧可壓縮至一個(gè)線徑厚度.錐形彈簧沿其長(zhǎng)度具有線性增加的環(huán)直徑，從而使每個(gè)環(huán)之間具有不同的剛度，當(dāng)所受負(fù)載未使彈簧圈開始接觸前，負(fù)載與變形關(guān)系是線性的，如果外力繼續(xù)增加，則彈簧從大圈開始接觸，因此彈簧的有效圈數(shù)隨著負(fù)載的增加而減少，從而導(dǎo)致剛度逐漸增加.在兩次連續(xù)的彈簧圈接觸發(fā)生之間，剛度保持不變，因此，本文彈簧模型的載荷變形曲線采用多線性模式.

圖3 圓錐彈簧Fig.3 Conical spring

在軸向載荷下（如圖3 所示），彈簧的簧絲橫截面受到剪切和扭轉(zhuǎn)的共同作用.對(duì)于橫截面較薄的彈簧，剪切變形通常可以忽略不計(jì)，因此彈簧中的大部分應(yīng)變能都來(lái)自扭轉(zhuǎn)應(yīng)力，還沒發(fā)生環(huán)接觸的彈簧應(yīng)變能U可以表示為：

式中：T表示扭轉(zhuǎn)力；G表示剪切模量；J表示金屬簧絲截面極慣性矩；L0表示簧絲總長(zhǎng)度.

外力做功等于彈簧增加的應(yīng)變能，從而彈簧變形δ可表示為：

式中：F表示彈簧所受軸力；r表示彈簧環(huán)半徑；θ表示從彈簧最小端開始到半徑r處轉(zhuǎn)過(guò)的角度；N表示有效環(huán)的總數(shù).環(huán)半徑沿彈簧絲均勻變化，可表示為：

式中：R1表示最小環(huán)的半徑；R2表示有效環(huán)中最大環(huán)的半徑.代入式（3）可得：

其中J=πd4∕32，d為線徑（即金屬?gòu)椈山z直徑），代入上式得圓錐彈簧剛度為：

當(dāng)彈簧受拉時(shí)，N不變，R2不變，從而剛度表現(xiàn)為線性；當(dāng)受壓時(shí)，隨著變形增大有效環(huán)數(shù)N減少，R2減小，從而剛度表現(xiàn)出非線性.

NFB 水平向總控制力等于摩擦力和彈簧合力之和：

式中：δi表示第i根彈簧變形；ki表示第i根彈簧變形量為δi時(shí)的剛度；φi表示第i根彈簧與滑塊運(yùn)動(dòng)方向的夾角.

3 變剛度滑移支座的數(shù)值模擬

為分析變剛度滑移支座（NFB）在低周往復(fù)荷載下的滯回響應(yīng)和應(yīng)力分布狀態(tài)，以及彈簧參數(shù)對(duì)支座性能的影響，采用通用有限元軟件ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬.

3.1 ABAQUS模型的建立

支座設(shè)計(jì)位移為120 mm，滑塊滑動(dòng)面（聚四氟乙烯板）直徑為370 mm.頂板、底板、滑塊、側(cè)壁均為鋼材制成，摩擦材料為聚四氟乙烯（PTFE）.由于支座整體宜控制在彈性狀態(tài)，鋼材和聚四氟乙烯（PTFE）的本構(gòu)模型均采用各向同性彈性模型［16］，鋼材的彈性模量E=2.1×105N∕mm2，泊松比υ=0.3；聚四氟乙烯的彈性模量E=280 N∕mm2，泊松比υ=0.42，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為30 N∕mm2.整體模型采用8 節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元（C3D8R）進(jìn)行模擬.假設(shè)滑塊的聚四氟乙烯滑動(dòng)面和底板的不銹鋼滑動(dòng)面之間接觸屬性中的法向作用采用“硬接觸”，切向摩擦力遵循庫(kù)侖定律，滑動(dòng)摩擦系數(shù)為0.05.

彈簧材料為鋼材，剪切模量取G=8×104N∕mm2，圓錐彈簧（編號(hào)N-1）幾何參數(shù)取值為：最小圈半徑R1=20 mm，最大圈半徑R2=40 mm，自然高度H0=120 mm，總有效圈數(shù)N=4，線徑d=5 mm.根據(jù)式（6）和式（7）可知圓錐彈簧的線性段位移和剛度變化與各項(xiàng)幾何參數(shù)相關(guān)，在N-1 的基礎(chǔ)上改變線徑d得到部分荷載-變形關(guān)系如圖4（a）所示，在N-1 的基礎(chǔ)上改變總有效圈數(shù)N值得到部分荷載-變形關(guān)系如圖4（b）所示，圖4 中位移為受壓變形，受拉時(shí)剛度等于受壓初始剛度.采用軸向連接器單元對(duì)其進(jìn)行模擬，單元參數(shù)取自圖4，在滑塊周圍均勻布置8 根相同的圓錐彈簧.另外將圓錐彈簧（N-1）換成初始剛度與之相同的普通彈簧（L-1），形成定剛度滑移支座，與NFB的性能進(jìn)行對(duì)比分析.

圖4 圓錐彈簧荷載-變形圖Fig.4 Load-deformation diagram of Conical spring

整個(gè)模擬過(guò)程設(shè)置3 個(gè)分析步：施加極小的預(yù)加荷載使各個(gè)接觸面發(fā)生接觸—施加正式豎向恒荷載—保持豎向恒載施加水平向簡(jiǎn)諧位移激勵(lì).豎向恒載為W=100 kN，水平簡(jiǎn)諧位移為S=Asin（2πωt），其中A為振幅取120 mm，ω為頻率取0.5 Hz.

3.2 模擬結(jié)果分析

3.2.1 滯回特性

基于NFB的理論模型編制了MATLAB程序來(lái)描述其滯回響應(yīng)，并繪制其理論分析滯回曲線.圖5 所示為使用上述N-1 圓錐彈簧時(shí)理論分析和ABAQUS數(shù)值模擬分析所得的滯回曲線對(duì)比圖，可以看到模擬結(jié)果與理論分析基本吻合，滯回曲線對(duì)稱飽滿，具有良好的滯回耗能能力.

圖5 NFB試件滯回曲線Fig.5 Hysteretic curve of NFB specimen

圖6 所示為使用非線性圓錐彈簧和普通彈簧的兩種滑移支座滯回曲線對(duì)比圖，兩類支座滯回環(huán)面積相等，具有相同的耗能能力，這是因?yàn)閺椈蓛H提供回復(fù)力，支座通過(guò)滑動(dòng)摩擦耗散能量.圖6 中兩種支座滯回曲線初始剛度相等，NFB 線性段位移臨界值為68 mm，當(dāng)支座位移小于該臨界值時(shí)剛度保持不變，當(dāng)位移大于臨界值時(shí)剛度隨位移增大而增大.NFB 的剛度變化特點(diǎn)使得其在地震作用較小時(shí)滯回特性與普通定剛度滑移支座相同，在地震作用較大時(shí)可提供更大的恢復(fù)力，防止位移過(guò)大，并且減小殘余位移.

圖6 兩種滑移支座對(duì)比Fig.6 Comparison of two sliding bearings

圖7 展示了圓錐彈簧參數(shù)對(duì)NFB 的滯回曲線的影響.圖7（a）為在N-1 基礎(chǔ)上取4 種不同彈簧線徑時(shí)的滯回曲線，結(jié)果顯示各滯回曲線的線性段位移臨界值基本相等，線徑d越大初始剛度和非線性剛度越大.圖7（b）為在N-1 基礎(chǔ)上取4 種不同彈簧有效圈數(shù)時(shí)的滯回曲線，結(jié)果顯示彈簧有效圈數(shù)N越大，支座的線性段位移臨界值越小，整體剛度也越小，但對(duì)剛度的影響并不十分顯著.通過(guò)參數(shù)分析可知變剛度隔震支座滯回特性變化規(guī)律，從而可以改變支座參數(shù)以適應(yīng)不同結(jié)構(gòu)不同場(chǎng)所的隔震需求.

圖7 圓錐彈簧參數(shù)對(duì)NFB滯回影響Fig.7 Influence of conical spring parameters on NFB hysteresis

3.2.2 應(yīng)力分析

通過(guò)觀察變剛度滑移支座工作狀態(tài)中的應(yīng)力分布情況，可以發(fā)現(xiàn)薄弱部位并針對(duì)性地改善，圖8 所示為NFB 試件在設(shè)計(jì)位移處的應(yīng)力云圖.在分析過(guò)程中支座均處于彈性范圍內(nèi)，從圖8 可以看到該時(shí)刻最大應(yīng)力值為20.45 N∕mm2，出現(xiàn)在頂板和蓋板相接處，因?yàn)榇藭r(shí)支座位移最大，所受剪力最大，而頂板與蓋板相接處水平投影面積最小，故應(yīng)力最大.當(dāng)支座應(yīng)用中受到更大的豎向荷載時(shí)，需要適當(dāng)加強(qiáng)此處.另外值得注意的是，支座位移越大，彈簧與支座側(cè)壁連接處應(yīng)力集中越明顯，若使用線徑更大的彈簧，需注意增加支座側(cè)壁厚度.

圖8 NFB在設(shè)計(jì)位移處的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress nephogram at the design displacement of NFB

4 單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型

4.1 結(jié)構(gòu)體系

本文選用K8 型單層球面網(wǎng)殼作為研究對(duì)象驗(yàn)證NFB 的隔震性能，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，屋蓋桿件均為圓形鋼管，采用Q235B 鋼材，節(jié)點(diǎn)均采用剛性連接，屋面荷載取1.5 kN∕m2，結(jié)構(gòu)整體構(gòu)造如圖9所示.

表1 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Parameters of the reticulated shell structure

圖9 K8型單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)Fig.9 K8 single-layer spherical reticulated shell structure

為評(píng)估NFB 對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的隔震效果，共設(shè)置3組網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型：①布置固定鉸支座；②布置NFB；③布置與NFB 初始剛度相同的定剛度滑移支座.每一類支座均滿布于網(wǎng)殼最外環(huán)節(jié)點(diǎn)下，共64 個(gè)，其中NFB參數(shù)如表2所示，支座限位移為150 mm.

表2 變剛度滑移支座參數(shù)Tab.2 Parameters of NFB

4.2 結(jié)構(gòu)有限元分析

運(yùn)用有限元軟件ANSYS 建立整體結(jié)構(gòu)的有限元模型，桿件建模采用BEAM188 單元，材料彈性模量E=2.06×105MPa，泊松比υ=0.3，本構(gòu)關(guān)系定義為雙線性隨動(dòng)硬化模型（BKIN），屈服準(zhǔn)則為Mises 極限屈服準(zhǔn)則，強(qiáng)化準(zhǔn)則為隨動(dòng)強(qiáng)化準(zhǔn)則.在網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)間建立表面效應(yīng)單元SURF154，約束所有節(jié)點(diǎn)，施加屋面荷載求得節(jié)點(diǎn)反力再除以重力加速度得到節(jié)點(diǎn)等效質(zhì)量，用質(zhì)量單元MASS21 來(lái)模擬.NFB 的摩擦滑移采用接觸單元CONTA178 來(lái)模擬，非線性圓錐彈簧用COMBIN39 來(lái)模擬，支座一端與最外環(huán)節(jié)點(diǎn)相連一端接地.

對(duì)3 組模型進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，并考慮結(jié)構(gòu)在重力荷載下的初始內(nèi)力及變形.選用El-Centro 波進(jìn)行3 向加載，地震動(dòng)強(qiáng)度為400 cm∕s2，X、Y、Z3 個(gè)方向的加速度比值滿足1∶0.85∶0.65.

4.3 結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)

提取網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)所有桿件、節(jié)點(diǎn)和支座的地震響應(yīng)峰值的最大值，結(jié)果見表3 和表4，表中相對(duì)位移指相對(duì)于最外環(huán)節(jié)點(diǎn)的位移，桿件應(yīng)力未包含最外環(huán)桿［7］.

根據(jù)表3 的結(jié)果可知，相對(duì)于鉸支座結(jié)構(gòu)，變剛度滑移支座（NFB）和定剛度滑移支座結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)地震響應(yīng)指標(biāo)都有明顯減弱：兩種支座對(duì)桿件最大應(yīng)力減小量相同，均為45%左右；對(duì)節(jié)點(diǎn)最大加速度減小量接近，水平向可達(dá)60%左右；對(duì)節(jié)點(diǎn)最大相對(duì)位移，豎向減小量相同，水平向NFB 略大于定剛度支座，如X向相對(duì)位移減小量NFB比定剛度多5.3%.根據(jù)表4 結(jié)果可知，兩種支座均大大減小了支座水平反力，即大跨空間結(jié)構(gòu)中的柱頂剪力，NFB 的減小量略小于定剛度支座，但差值不超過(guò)1%，均為90%以上；對(duì)比兩種支座的最大位移和殘余位移可知，變剛度支座明顯小于定剛度支座，如NFB 水平Y(jié)向最大位移比定剛度支座小37%，殘余位移小84%.

表3 節(jié)點(diǎn)和桿件地震響應(yīng)峰值對(duì)比Tab.3 Comparison of peak seismic response of nodes and members

表4 支座地震響應(yīng)峰值對(duì)比Tab.4 Comparison of peak seismic response of isolators

為更詳細(xì)、全面地對(duì)球面網(wǎng)殼的地震響應(yīng)進(jìn)行評(píng)估，對(duì)3 種結(jié)構(gòu)（除最外環(huán)外）全部桿件、節(jié)點(diǎn)和支座的各項(xiàng)地震響應(yīng)峰值進(jìn)行對(duì)比.

圖10 為桿件應(yīng)力對(duì)比圖，可以看出鉸支座結(jié)構(gòu)的桿件應(yīng)力分布主要范圍為（100，250），而布置了隔震支座的結(jié)構(gòu)桿件應(yīng)力分布范圍為（0，150），整體小于鉸支座結(jié)構(gòu)，兩種隔震支座結(jié)構(gòu)響應(yīng)整體分布接近.圖11 和圖12 分別為相對(duì)位移和加速度對(duì)比圖，可以看到鉸支座結(jié)構(gòu)各指標(biāo)分布較分散，范圍較大且上限高；兩種隔震結(jié)構(gòu)各指標(biāo)分布較集中，范圍較小且上限減小，其中NFB 結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)水平相對(duì)位移整體比定剛度的小.可見安裝了隔震支座的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)減弱且整體性較好，且對(duì)節(jié)點(diǎn)相對(duì)位移的減弱效果NFB更優(yōu)于定剛度支座.

圖10 桿件應(yīng)力峰值對(duì)比Fig.10 Comparison of peak stress of members

圖11 節(jié)點(diǎn)相對(duì)位移峰值對(duì)比Fig.11 Comparison of peak relative displacement of nodes

圖12 節(jié)點(diǎn)加速度峰值對(duì)比Fig.12 Comparison of peak acceleration of nodes

圖13 為支座水平反力峰值對(duì)比，隔震支座相對(duì)鉸支座整體明顯減小且分布較均勻.圖14 為NFB 和定剛度支座水平峰值位移對(duì)比圖，定剛度支座位移峰值分布為X（104，145）和Y（203，240），NFB 位移峰值分布為X（57，92）和Y（108，144）.圖15 為NFB 和定剛度支座殘余位移對(duì)比圖，定剛度支座殘余位移分布為X（90，127）和Y（130，165），NFB 殘余位移分布為X（12，44）和Y（0，27）.

圖13 支座水平反力峰值對(duì)比Fig.13 Comparison of peak horizontal counterforce of bearings

圖14 支座位移峰值對(duì)比Fig.14 Comparison of peak displacement of bearings

圖15 支座殘余位移對(duì)比Fig.15 Comparison of residual displacement of bearings

為方便比較兩種支座的整體隔震效果，定義一個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)：隔震系數(shù)ρ=隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)峰值的平均值∕鉸支座結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)峰值的平均值，ρ值越小，減震效果越好.各項(xiàng)信息的對(duì)比見表5，對(duì)比可知NFB對(duì)結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)水平相對(duì)位移的隔震系數(shù)比定剛度支座約小0.1，NFB 的平均位移峰值比定剛度小43%，平均殘余位移比定剛度小91%.

表5 整體減震效果對(duì)比Tab.5 Comparison of overall shock absorption effect

4.4 參數(shù)分析

天然地震動(dòng)具有很強(qiáng)的隨機(jī)性，輸入的地震波不同，結(jié)構(gòu)響應(yīng)也會(huì)有較大差異，本文選取El-Centro波、Taft 波和一條人工波進(jìn)行動(dòng)力分析，加載制度同上節(jié).安裝NFB 的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同地震動(dòng)下的隔震系數(shù)如表6 所示，可見對(duì)于不同地震作用NFB 均對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)有良好的減震效果.

表6 不同地震波作用下整體減震效果Tab.6 Overall shock absorption effect under different seismic waves

為探討不同形體參數(shù)的網(wǎng)殼選用NFB 作為隔震支座的普適性，對(duì)應(yīng)用NFB 的不同矢跨比球面網(wǎng)殼的減震效果進(jìn)行分析，如表7 所示，對(duì)于不同矢跨比網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)，NFB 均有良好減震效果，其中矢跨比為1∕4的結(jié)構(gòu)整體減震系數(shù)最小，減震效果更好.

表7 不同矢跨比網(wǎng)殼整體減震效果Tab.7 Overall shock absorption effect of reticulated shells with different rise-span ratio

選取表2 所示支座參數(shù)，通過(guò)改變關(guān)鍵參數(shù)彈簧線徑和有效圈數(shù)研究NFB對(duì)球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的隔震規(guī)律.結(jié)果如圖16和圖17所示，線徑小于5 mm 時(shí)隔震系數(shù)變化較小，大于5 mm 時(shí)桿件應(yīng)力和水平相對(duì)位移隔震系數(shù)呈明顯上升趨勢(shì)，支座峰值位移和殘余位移都隨線徑增大而明顯減小，因而線徑取5 mm時(shí)支座的隔震性能較好；各項(xiàng)隔震系數(shù)受彈簧圈數(shù)影響較小，支座峰值位移和殘余位移隨有效圈數(shù)增大而增大，有效圈數(shù)越小支座自復(fù)位能力越好.

圖16 圓錐彈簧線徑影響規(guī)律Fig.16 Influence law of cone spring wire diameter

圖17 圓錐彈簧有效圈數(shù)影響規(guī)律Fig.17 Influence law of effective coil number of cone spring

5 結(jié)論

基于平面滑移支座，結(jié)合圓錐彈簧的非線性特點(diǎn)，提出了一種新型變剛度摩擦滑移支座（NFB），建立其實(shí)體模型進(jìn)行了數(shù)值仿真分析與參數(shù)分析，將NFB 與相同初始剛度的定剛度滑動(dòng)支座應(yīng)用于單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行隔震分析并對(duì)比，最后研究NFB關(guān)鍵參數(shù)對(duì)隔震效果的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1）NFB 通過(guò)摩擦滑移實(shí)現(xiàn)隔離地震和耗能，通過(guò)均勻布置的圓錐彈簧實(shí)現(xiàn)各向自復(fù)位，合理設(shè)置圓錐彈簧參數(shù)使（R2-R1）≥N·d，則彈簧可壓縮至一個(gè)線徑厚度，有效節(jié)省了支座空間.

2）NFB 滯回曲線飽滿，有良好的耗能性能.NFB滑動(dòng)位移較小時(shí)剛度不變，滯回響應(yīng)與普通定剛度支座無(wú)異，位移超過(guò)線性臨界位移時(shí)為變剛度，且剛度隨位移的增加而增大，相對(duì)于普通定剛度滑動(dòng)支座，能更有效地限制位移和提供更好的自回復(fù)能力.

3）圓錐彈簧的參數(shù)會(huì)影響NFB 的滯回響應(yīng)，支座的初始剛度和非線性剛度隨線徑的增加而增大，隨有效圈數(shù)的增加而減??；支座的線性臨界位移不受線徑影響，隨有效圈數(shù)的增加而減小.

4）從單層球面網(wǎng)殼的非線性時(shí)程分析結(jié)果看，NFB 對(duì)網(wǎng)殼的水平和豎向都有良好的隔震效果，和普通定剛度支座對(duì)比顯示，對(duì)網(wǎng)殼的桿件應(yīng)力、節(jié)點(diǎn)豎向加速度和豎向相對(duì)位移，兩支座隔震系數(shù)相等，隔震效果相同；對(duì)網(wǎng)殼的節(jié)點(diǎn)水平加速度和支座剪力，兩支座隔震系數(shù)相差不超過(guò)0.03，隔震效果接近；對(duì)網(wǎng)殼的節(jié)點(diǎn)水平相對(duì)位移，NFB 的隔震系數(shù)比定剛度支座小0.1 左右，NFB 的控制效果更好；對(duì)支座的位移峰值和殘余位移，NFB 的平均位移峰值比定剛度小43%，平均殘余位移比定剛度小91%，NFB對(duì)位移的控制和支座自復(fù)位能力明顯優(yōu)于定剛度支座.

5）NFB 的彈簧有效圈數(shù)越小，支座自復(fù)位能力越好，彈簧線徑越大隔震系數(shù)越大，但線徑越大，支座自回復(fù)能力越強(qiáng)，因此，建議在保證良好回復(fù)力的前提下，選取彈簧線徑較小的支座作為隔震設(shè)備.